Содержание к диссертации
Введение
Глава 1 Аналитический обзор литературы 10
1.1 Углерод-углеродные композиционные материалы и их применение в конструкциях авиационных тормозных систем 10
1.2 Технология производства фрикционных углерод-углеродных композиционных материалов 13
1.3 Условия работы тормозных дисков в конструкции авиационных тормозных систем 19
1.4 Теплофизические и трибологические свойства, износ и окисление УУКМ 24
1.5 Механические свойства УУКМ 33
1.5.1 Вязкость разрушения УУКМ 33
1.5.2 Межслоевая сдвиговая прочность УУКМ 42
1.5.3 Влияние циклических эксплуатационных нагрузок на вязкость разрушения и межслоевую прочность УУКМ 46
1.6 Выводы по литературному обзору и обоснование исследования 52
Глава 2 Материалы и методики исследования 53
2.1 Материалы исследования 53
2.2 Методики исследования 55
2.2.1 Методики определения физико-механических характеристик 55
2.2.2 Методики определения вязкости разрушения 56
2.2.3 Методика построения полей деформаций и напряжений 60
2.2.4 Методика определения межслоевой прочности 61
Глава 3 Результаты испытаний на вязкость разрушения УУКМ фрикционного назначения 63
3.1 Результаты исследования макроструктуры, определения физических характеристик и испытаний на сжатие и трехточечный изгиб 63
3.2 Разрушение тормозных дисков в процессе эксплуатации 67
3.3 Оценка вязкости разрушения УУКМ 69
3.4 Фрактография после испытаний на вязкость разрушения УУКМ 79
3.5 Выводы по главе 3 82
Глава 4 Исследование напряженно-деформированного состояния в зоне у вершины трещины УУКМ фрикционного назначения 83
4.1 Экспериментальная оценка зоны концентрации напряжений 83
4.2 Распределение напряжений в момент старта трещины 88
4.3 Экспериментальная оценка зоны концентрации напряжений для образцов с дефектами структуры 90
4.4 Выводы по главе 4 91
Глава 5 Определение межслоевой прочности УУКМ и исследование изменения вязкости разрушения и межслоевой прочности УУКМ под действием циклических нагрузок 92
5.1 Определение межслоевой прочности УУКМ 92
5.2 Влияние циклических нагрузок на вязкость разрушения УУКМ 94
5.3 Фрактография после испытаний на вязкость разрушения образцов УУКМ, подвергнутых предварительному циклическому нагружению 97
5.4 Влияние циклических нагрузок на межслоевую прочность УУКМ 99
5.5 Фрактография после испытаний на межслоевую прочность образцов УУКМ, подвергнутых предварительному циклическому нагружению 101
5.6 Выводы по главе 5 105
Общие выводы по работе 106
Благодарности 108
Приложение 1 – Акт использования результатов работы 125
- Условия работы тормозных дисков в конструкции авиационных тормозных систем
- Оценка вязкости разрушения УУКМ
- Экспериментальная оценка зоны концентрации напряжений
- Фрактография после испытаний на межслоевую прочность образцов УУКМ, подвергнутых предварительному циклическому нагружению
Условия работы тормозных дисков в конструкции авиационных тормозных систем
Специфика тормозных дисков из УУКМ обуславливает ряд особенностей конструкций тормозных систем при их использовании. Внешний вид конструкции тормозных систем самолетов приведен на рисунке 3.
Диски в тормозном пакете из УУКМ можно разделить на два типа: диски-статоры, закрепленные на барабане колеса и диски-роторы, вращающиеся вместе с валом колеса. Диски крепятся к барабану и валу при помощи шлицевого соединения.
Торможение самолета происходит путем обжатия пакета дисков при помощи блока поршней, при этом происходит соприкосновение рабочих поверхностей дисков. В результате возникающего трения механическая энергия преобразуется в тепловую и рассеивается, происходит остановка самолета. Общая схема работы и принцип срабатывания пакета тормозных дисков приведены на рисунке 4.
Существует два типа конструкций тормозных дисков: полностью углеродные и так называемые «секторные» (рисунок 5). Основу секторных дисков составляет несущий диск из жаропрочной стали, в металлических чашках которого устанавливаются секторы из УУКМ. Так как механические нагрузки воспринимаются преимущественно стальным каркасом, к углеродному материалу в этом случае не предъявляются высокие требования по прочности. К числу недостатков подобных дисков относятся сравнительно небольшой выигрыш в полетной массе, опасность коробления несущих дисков и чашек при больших термических нагрузках и ограниченный ресурс, обусловленный ограниченной толщиной выступающего за пределы чашек изнашиваемого слоя углеродных секторов [17].
Разработка высокопрочных УУКМ позволила использовать диски, полностью изготовленные из углеродного материала, которые свободны от указанных выше недостатков. Для защиты УУКМ при взаимодействии с металлическими деталями тормозной системы и защиты от разрушения при ударном воздействии с ободом колеса и корпусом тормоза, пазы тормозных дисков обрамляют металлическими накладками. Эти накладки имеют различную конфигурацию, которая зависит от размеров и условий нагружения дисков. Как правило, накладки, используемые в зонах шлицевого зацепления, изготавливают из сталей методами штамповки или точного литья, крепление защитных скоб осуществляется при помощи шпилек. В ряде конструкций тормозов накладки на шипы неподвижных дисков (статоров), менее нагруженные по сравнению с шипами вращающихся дисков (роторов), не используются. В этом случае статоры имеют большее количество шипов с более глубокими пазами, что обеспечивает увеличение площади контакта с направляющими корпуса тормоза и снижение нагрузки на индивидуальный шип.
В таблице 4 приведены сведения об эксплуатационных характеристиках тормозных дисков, использующихся в ряде самолетов российского производства [11].
В процессе эксплуатации тормозная система самолета участвует в целом ряде маневров, которые отличаются характером и условиями нагрузок на материал тормозных дисков:
- Руление при взлете и посадке;
- Различные режимы штатных торможений при посадке;
- Аварийный режим торможения (например, прерванный взлет);
- Удержание самолета на стоянке или месте старта при запуске двигателей.
Во всех режимах, кроме последнего, реализуется динамическое трение на поверхности тормозных дисков. При стоянке и запуске двигателей трение является статическим. Коэффициент трения УУКМ может изменяться в широком диапазоне в зависимости от условий эксплуатации и технологии изготовления материала. Материалы с пироуглеродной матрицей обладают оптимальными фрикционными свойствами при получении анизотропной слоистой матрицы. Для материалов с пековыми матрицами коэффициент трения зависит от отношения температур исходной обработки армирующего каркаса и финишной термической обработки. Коэффициент трения увеличивается с повышением финальной термообработки и уменьшается с увеличением температуры обработки каркаса.
Поглощаемая при торможении кинетическая энергия также влияет на коэффициент трения. Удельная кинетическая энергия при эксплуатации может изменяться от 0,3 кДж/см2 при рулении самолета до 9,7 кДж/см2 при прерванном взлете. При увеличении кинетической энергии происходит падение коэффициента трения УУКМ, причем в первую очередь это обусловлено ростом поверхностной температуры тормозных дисков [18].
Следует также отметить снижение коэффициента трения при росте давления на рабочих поверхностях дисков в случае попадания и адсорбции на рабочих поверхностях дисков жидкостей, используемых при обслуживании самолетов и зависимость коэффициента трения от условий окружающей среды. Стабильность коэффициента трения в основном достигается технологическими путями – повышением теплопроводности УУКМ, снижением пористости и повышением плотности [19-20].
Общей для всех многодисковых тормозных систем является проблема неполной реализации эффективности торможения, связанная с неравномерным распределением давления на диски в пакете из-за повышенного трения между металлическими накладками и направляющими на оси тормоза или ободе колеса: давление уменьшается по мере удаления от блока цилиндров гидравлической системы тормоза. Эффективная работа пакета дисков может быть достигнута за счет снижения коэффициента трения между дисками и направляющими в случае использования конструкции дисков без стальных накладок [17].
Важнейшей характеристикой тормозных дисков является их ресурс работы – количество полетов, в течение которых они сохраняют свою работоспособность. Здесь наиболее важным показателем выступает износостойкость УУКМ. Как и фрикционные свойства, она зависит от технологических параметров: природы армирующих волокон и матрицы, температур их термообработки, плотности материала и т. д., а также от режимов эксплуатации. Другим весьма важным показателем, от которого зависит ресурс углеродных дисков, является окислительная стойкость материала. Повысить сопротивление углерод-углеродного материала окислению и замедлить окислительное изнашивание можно за счет изменения ряда технологических параметров и характеристик, влияющих на реакционную способность углерода. Достаточно эффективными методами являются повышение температуры термической обработки и плотности материала. Однако наиболее эффективное средство сопротивления окислению – нанесение покрытия на поверхности дисков [12, 13, 21].
В работе [22] было подробно рассмотрено изменение напряженного состояния фрикционных дисков из УУКМ типа ТЕРМАР в процессе торможения. Показано наличие двух основных зон возникновения напряженного состояния. При торможении происходит местный изгиб и сжатие углеродного материала в осевом направлении в области контакта под поршнями. Наибольшие нагрузки испытывает самый близкий к блоку поршней диск. При этом уровень изгибающих и сжимающих нагрузок составляет 5-10% от предела прочности материала, а материал работает в условиях многоцикловой усталости. В зоне шипового соединения в процессе торможения возникает сложно-напряженное состояние, в результате воздействия на диск окружных усилий в области шлицевого зацепления. На диск действуют сжимающие напряжения, изгибающие напряжения под углом 45 к поверхности паза и напряжения среза в плоскости, перпендикулярной радиусу диска. Также в месте зацепления скоб шпильками действуют локальные растягивающие напряжения. Действующие напряжения схематично показаны на рисунке 6.
Оценка вязкости разрушения УУКМ
В настоящее время единого подхода к оценке напряженного состояния у вершины трещины и методикам определения вязкости разрушения УУКМ нет.
В работе проводилась оценка применимости различных методик определения вязкости разрушения для УУКМ фрикционного назначения. В процессе испытаний на трехточечный изгиб осуществлялась запись диаграмм в координатах «Нагрузка-Раскрытие трещины» с использованием датчика раскрытия трещины консольного типа. Момент старта трещины (fc) определяли по скачку количества событий на диаграмме акустической эмиссии. Старт магистральной трещины всегда совпадал с моментом достижения максимальной нагрузки на диаграмме. До уровня нагрузки 0,8-0,9Pmax сигналы акустической эмиссии отсутствуют. По достижении этого уровня нагрузки, на акустической диаграмме появляются отдельные события, связанные с возникновением микрорастрескиваний, предшествовавших образованию и росту магистральной трещины. Частота и интенсивность событий на диаграмме акустической эмиссии возрастает с ростом действующих напряжений.
Разрушение УУКМ имеет псевдо-пластический характер (рисунок 33). Кривая нагрузки может быть поделена на 3 части: линейный рост нагрузки, нелинейный рост нагрузки и ступенчатое снижение нагрузки. Каждая часть соответствует этапу разрушения: упругая деформация композиционного материала, возникновение и развитие трещин в матрице, расслоение на границе «волокно-матрица», разрушение и выдергивание волокон. При хрупком разрушении кривая делится на два сегмента: линейное возрастание и резкий спад нагрузки, приводящий в этом случае к катастрофическому разрушению сразу после максимума своего значения. Вязкость разрушения в случае хрупкого разрушения намного ниже, чем при псевдопластическом.
При псевдо-пластическом разрушении образцы после достижения максимальной нагрузки и начала разрушения некоторое время сохраняют несущую способность.
Для материала ТЕРМАР-ДФ кривая линейна примерно до 95% предела прочности, для других материалов наблюдается высокая нелинейность диаграмм «Нагрузка-Раскрытие трещины». В результате расчетов и анализа полученных диаграмм, рассчитать параметр K1c удалось лишь для материала ТЕРМАР-ДФ, армированного коротким дискретным волокном. Для всех исследуемых образцов трех других материалов отношение Pmax/PQ 1,1, что, следуя ASTM 1820, говорит о недопустимости применения параметров и подходов линейной упругой механики разрушения, а, следовательно, силовой коэффициент интенсивности напряжений (К1с) не может быть рассчитан. Однако оценочно параметр К1с можно рассчитать из J-интеграла. Стоит отметить, что оценка K1c из J-интеграла в случае материала ТЕРМАР-ДФ показывает значения, близкие к полученным в результате испытаний.
В Российской Федерации испытания УУКМ на вязкость разрушения проводятся на основе методики, разработанной в АО «НИИграфит», по которой определяют критический параметр вязкости разрушения – К1с с использованием диаграмм «Нагрузка-Прогиб». Принципиальное различие предлагаемой методики с методами расчета [139] заключается в корректировке гамма-функции, зависящей от размеров образца. Критические коэффициенты интенсивности напряжений, определенные по методикам, базирующимся на стандарте ASTM E1820 по диаграммам «Нагрузка-Раскрытие трещины», и на стандарте АО «НИИграфит» по диаграммам «Нагрузка-Прогиб» без использования датчика раскрытия, имеют близкие значения. По методике АО «НИИграфит» критический коэффициент интенсивности напряжений равен Kicoz= 2,08 МПам05 для осевого направления распространения трещины и icOR= 2,69 МПам05 для радиального направления распространения трещины. Эти значения согласуются с результатами расчета по ASTM Е1820, приведенными в таблице 6. Это показывает равноценность подходов расчета коэффициента интенсивности напряжений для УУКМ, армированных короткими дискретными волокнами, с использованием диаграмм «Нагрузка-Прогиб» и «Нагрузка-Раскрытие трещины» с учетом различия в гамма-функциях.
Для описания вязкости разрушения материалов ТЕРМАР-АДФ, Графикит 2000 и Графикит 2400 следует пользоваться параметром упругопластической механики разрушения, а именно - J-интегралом. Необходимое условие упругопластической механики разрушения Ъ, I 25x(Jic/ays) для УУКМ в данной работе выполняется, значения Jlc, приведенные в таблице 6 адекватны.
Результаты определения параметров вязкости разрушения приведены в таблице 6. По полученным данным следует сделать вывод, что наибольшее значение вязкости разрушения наблюдается для материала Графикит 2400, армированного тканями. При этом вязкость разрушения для всех материалов выше в радиальном направлении. Наименьшие значения вязкости разрушения демонстрирует материал ТЕРМАР-ДФ, армированный короткими дискретными волокнами.
Характер распространения трещины в материалах ТЕРМАР-АДФ, Графикит 2000 и Графикит 2400 отличается от нормального (рисунок 34), а наблюдаемое при этом напряженное состояние у вершины трещины не соответствует моде I типа.
Так как в процессе развития разрушения происходят остановки в развитии трещины и не наблюдается полное разрушения образцов. При расчете вязкости разрушения материала следует учитывать часть кривой «Нагрузка-Раскрытие трещины», расположенную после точки максимальной нагрузки Pmax, а использование критерия J1c, при расчете которого учитывается лишь работа зарождения трещины до момента пиковой нагрузки, представляется не совсем корректным.
Таким образом, ни параметр К1с, ни параметр J1c не могут в полной мере описать вязкость разрушения данного материала. Поэтому для оценки вязкости разрушения УУКМ был использован метод [144], основанный на расчете скорости освобождения энергии при разрушении (Jc), учитывающий полную работу разрушения (Afr) с использованием заданных значений раскрытия трещины (f) на кривых «Нагрузка-Раскрытие трещины» для образцов с различной длинной начальной трещины (l). Данный подход использовался в работах по исследованию керамических композиционных материалов [146].
Значения Afr рассчитывались как площадь под кривой от начала нагружения до выбранного набора значений раскрытия, в отличие от расчетов J1c, где работа Apl рассчитывалась только до момента старта трещины (Pmax). Зависимости значений работы разрушения (Afr) для различных выбранных значений раскрытия трещины (f) от первоначальной длины трещины (l) показаны на рисунке 35.
Для дальнейшего анализа результатов, выбранные значения раскрытия трещины были нормированы на среднее значение раскрытия (fc) при максимальной нагрузке (Pmax) для всех испытанных образцов с различными длинами начальных концентраторов (l). Полученные в результате этих расчетов данные, приведены в таблице 7.
Экспериментальная оценка зоны концентрации напряжений
Определение конфигурации и размеров зоны концентрации напряжений у вершины трещины является сложной аналитической задачей. Появление оптических и лазерных систем измерения позволяет визуализировать поле деформаций, возникающих у вершины трещины, и уточнить характер напряженно-деформированного состояния в УУКМ. В работе проведена оценка распределения полей деформаций на поверхности образцов методом численной корреляции цифровых изображений.
В процессе испытаний на вязкость разрушения регистрировались данные для построения полей деформаций у вершины трещины при помощи цифровой оптической системы VIC-3D фирмы Correlated Solutions, состоящей из двух монохромных цифровых камер и программного обеспечения, принцип работы которого основан на методе конечных элементов. Система позволяет определить поля деформаций экспериментально, в процессе испытания. Для построения полей напряжений у вершины трещины в программу управляющую оптической системой были заданы значения коэффициентов Пуассона и модулей упругости для двух направлений, определенные ранее.
Эволюция напряженно-деформированного состояния у вершины трещины в материале ТЕРМАР-ДФ представлена на рисунке 41. Область, в которой происходит локализация процесса повреждений в материале в зоне концентратора напряжений, показана на рисунке 41 (а). В то время как основная часть материала остается практически ненагруженной, в области радиусом 2-3 мм напряжения достигают значений, превышающих в 2,5-3 раза соответствующий предел прочности материала.
Изменение напряженного состояния у вершины трещины в процессе нагружения образца представлено на рисунке 41 (б)-(к). При малых уровнях нагрузки (рисунок 41 (б)) концентрация напряжений у вершины трещины не проявляет себя, поле малых деформаций распространяется в образце параллельно нейтральному слою. С увеличением нагрузки начинается локализация напряжений в области концентратора (рисунок 41 (в), (г)). На рисунке 41 (д) показано поле напряжений непосредственно в момент перед стартом трещины. Развитие трещины происходит скачкообразно, движение трещины приводит к частичному снижению уровня напряжений перед ее вершиной (рисунок 41 (е)). При дальнейшем нагружении образца по достижении перед вершиной трещины критического уровня напряжений происходит ее дальнейший рост (рисунок 41 (ж)-(к)).
Рост трещины происходит скачкообразно и сопровождается остановками в ее развитии при снижении напряжений перед вершиной, что хорошо видно из записи сигналов акустической эмиссии. Старт трещины происходит в момент, когда растягивающие напряжения у вершины трещины достигают значений 42-44 МПа, а на расстоянии 1,5 мм перед ее фронтом – 52-56 МПа. Дальнейшее развитие трещины останавливается при уменьшении напряжений у ее вершины до 30-35 МПа и максимальных напряжений перед фронтом трещины до 42-44 МПа. За один цикл развития трещина в среднем продвигается на 0,3-0,4 мм. Как видно из рисунка 41 (а), концентрация напряжений при действии на образец изгибающей нагрузки происходит в локальном объеме, диаметр которого составляет 6-7 мм, в остальном материале деформации практически отсутствуют. Максимальные деформации и соответствующие им максимальные напряжения возникают на расстоянии 1,5 мм от текущей вершины трещины.
Аналогичный механизм наблюдается для всех материалов, исследованных в данной работе, однако существуют некоторые особенности. Так для материала ТЕРМАР-АДФ максимальные деформации и соответствующие им максимальные напряжения, превышающие предел прочности материала примерно в 3 раза, возникают на расстоянии 1,5-3 мм от текущей вершины трещины. Однако для образцов, испытанных в осевом направлении происходит отклонение от нормального распространения трещины, наблюдается ветвление трещины и локальное расслоение материала (рисунок 43), а тип разрушения можно описать как смешанный. Подобный характер распространения трещины увеличивает необходимую работу, затраченную на разрушение, и приводят к повышению вязкости разрушения материала.
Для материалов, армированных дискретными волокнами, поле напряжений у вершины трещины в момент, предшествующий ее старту, зарегистрированное при помощи цифровой оптической системы VIC-3D, показано на рисунках 42-43.
Для материалов Графикит 2000 и Графикит 2400 стоит отметить довольно большую область сжимающих напряжений под пуансоном. По причине относительно невысокой межслоевой прочности и армирования материала дискретными тканями, напряжения передаются на больший объем материала (рисунок 44 и рисунок 45), в отличие от материалов ТЕРМАР-ДФ и ТЕРМАР-АДФ, в которых происходит локализация напряжений. Максимальные локальные напряжения в момент старта трещины соизмеримы с пределом прочности материала.
Для ряда образцов наблюдался иной характер распространения трещины. При отклонении от нормального роста трещины наблюдаются микрорасслоения и расслоения, трещина начинает расти нелинейно, а, следовательно, для ее распространения необходимо большая работа разрушения. На рисунке 46 приведены примеры расслоения, ветвления и распространения трещины при наличии дефектов.
Фрактография после испытаний на межслоевую прочность образцов УУКМ, подвергнутых предварительному циклическому нагружению
Характерный вид поверхности разрушения при испытаниях на межслоевой сдвиг материала ТЕРМАР-АДФ приведен на рисунке 57 (а).
На поверхности разрушения видны следы отслоения волокон от матрицы. Предположительно разрушение зарождалось на границах раздела «волокно-матрица» параллельных направлению прикладываемой нагрузки, так как прочность границы меньше прочности волокна или матрицы. Далее трещина распространялась вдоль этой границы. Волокна, расположенные перпендикулярно направлению нагрузки, разрушались и частично выдергивались из матрицы при распространении трещины (рисунок 57 (в)). Наличие в структуре подобных поперечных волокон приводит к увеличению межслоевой прочности УУКМ. Как видно на рисунке 57 (а), на поверхности разрушения наблюдается большое количество разнонаправленных волокон и небольших жгутов, лежащих в плоскости разрушения.
Разброс значений межслоевой прочности для материала ТЕРМАР-АДФ связан с наличием крупных жгутов в плоскости сдвига испытанных образцов (рисунок 57 (б)). Так, жгуты, расположенные параллельно направлению прикладываемой нагрузки, значительно снижают межслоевую прочность материала.
Ввиду технологии изготовления и меньшей длины углеродного волокна, в структуре материала ТЕРМАР-ДФ не наблюдается крупных углеродных жгутов, понижающих межслоевую прочность (рисунок 58 (а)), а большее количество хорошо распределенных в структуре волокон, расположенных под углом или перпендикулярно к плоскости сдвига, и обуславливает высокую межслоевую прочность материала ТЕРМАР-ДФ (рисунок 58 (б)).
У образцов с хорошим распределением углеродных волокон, при котором обеспечивается стягивание границ межслоевой трещины наблюдаются максимальные значения межслоевой прочности. Наименьшее значение межслоевой прочности наблюдается у УУКМ с наличием в структуре жгутов волокон, расположенных параллельно направлению роста трещины. Волокна, расположенные под углом к направлению OR вносят решающий вклад в значения межслоевой прочности УУКМ.
На рисунке 59 схематично приведен механизм изменения значений вязкости разрушения и межслоевой прочности УУКМ под действием малоцикловых усталостных нагрузок.
При низком уровне напряжений цикла (0,5асж) происходит преимущественное разрушение границ раздела между волокном и матрицей в композите. Это способствует отклонению магистральной трещины на образовавшихся дефектах и препятствует разрушению волокон материала, тем самым увеличивая его механические характеристики (рисунок 59 (б, д)).
С увеличением напряжений цикла (до уровня 0,8осж), кроме формирования микротрещин в матрице и на границе раздела, происходит разрушение отдельных волокон, приводящее к уменьшению их средней длины в материале и снижению механических характеристик (рисунок 59 (в, е)).
Механизм изменения механических характеристик УУКМ под действием малоцикловых усталостных нагрузок: (а) - исходная структура УУКМ при испытании на вязкость разрушения; (б) - распространение трещины после приложения циклической нагрузки 0,5асж; (в) - распространение трещины после приложения циклической нагрузки 0,8crCVC.; (г) исходная структура УУКМ при испытании на межслоевой сдвиг; (д) - распространение межслоевой трещины после приложения циклической нагрузки 0,5асж; (е) - распространение межслоевой трещины после приложения циклической нагрузки 0,7-0,8 .